Fractures characterization in mining field considering seismic location accuracy and its application on pre-warning coal burst hazards
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摘要:
我国深部煤矿高强度开采和复杂地质环境造成冲击地压灾害频发,对矿井安全高效生产造成严重威胁。目前,我国冲击地压矿井配备的微震监测系统在震源定位精度上仍存在不足,冲击地压灾害依然存在“灾源找不准、灾害控不住”的难题。为准确描述采场微震活动空间演化特征,降低震源定位误差对微震预警造成的不利影响,基于冲击地压矿井现有微震监测条件,采用仿真正演试验法探究了煤矿微震台网定位误差矢量分布特征,提出了一种考虑微震定位精度影响的微震裂隙贯通表征方法,并在某矿井回采工作面进行了冲击地压预警实践。研究结果表明:采场不同区域震源定位精度的矢量性差异是造成冲击地压微震预警偏差的重要原因;提出的微震破裂贯通可能性指数$ F{_{{\mathrm{sum}}}} $采用与震源能级相关的近场区域半径表征震源破裂尺度,并考虑定位误差对不同距离震源间破裂贯通的影响,最大程度还原了采场煤岩体裂隙扩展贯通可能性的分布规律,与冲击地压危险具有良好对应关系;$ F{_{{\mathrm{sum}}}} $在冲击地压危险相关性上显著优于微震频次,同时危险区域识别效率又强于微震能量,可兼顾预警精准率和召回率,是理想的冲击地压周期性预警评价指标。研究成果将为评价微震台网监测能力、提高冲击地压微震预警能力与防治效率提供参考。
Abstract:Due to high-intensity mining and complex geological conditions, frequent occurrence of rock burst disasters in deep coal mines in China is posing serious threats to mine safety and efficiency. The insufficient locating accuracy of the seismic monitoring system in burst-prone coal mines is still presented, which leads to difficulties in accurately identifying and controlling coal burst hazards. To precisely characterize spatial evolution of seismic activities and reduce the impact of location error on the seismic pre-warning, this paper used the current seismic networks in burst-prone coal mines to conduct forward modeling experiments to explore the distribution characteristics of source location error vectors in the mining field. A new method for characterizing seismic fracture connectivity that considers location accuracy impacts was proposed and applied for coal burst pre-warning in a longwall face. The results show that significant vectorial differences of seismic source location accuracy at different area of the mining field is a key factor in false identifying coal burst risks. The proposed Fracture-connectivity-probability Index ($ F{_{{\mathrm{sum}}}} $) characterizes the rupture scale by using the near-field radius that relates to the seismic energy level, which considers the locating error impacts on fracture connectivity between seismic sources at different distances.$ F{_{{\mathrm{sum}}}} $can restore the distribution law of the fracture extension and connectivity probabilities of the coal-rock mass in the greatest extent, and it also corresponds well to the coal burst risks.$ F{_{{\mathrm{sum}}}} $can balance forecast accuracy and recall rate and have better correlation with coal burst, which can be an ideal indicator for periodical coal burst risk assessment. The outcome of this research can provide references for evaluating the monitoring capability of seismic networks and improving the ability and efficiency of coal burst pre-warning and prevention.
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Keywords:
- coal burst /
- location error /
- error ellipse /
- fracture coalescence /
- seismic frequency and energy /
- seismic network
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近年来,随着浅部煤炭资源的日益枯竭,煤矿开采转向深部将成为保障能源需求的必然趋势[1]。深部煤岩体赋存环境将显著不同于浅部,低指标冲击地压和煤与瓦斯突出相继发生,深部动力灾害形成机理有待进一步明晰[2-4]。宫凤强等[5]从系统工程学思想出发提出了冲击地压“人−煤−环”三要素机理,揭示了各要素相互作用和逻辑关系,在“环”要素中明确了深部原始高地应力场和采动诱发断层滑移、顶板断裂、爆破施工等瞬时强动载扰动对冲击地压的影响。因此,研究不同埋深下覆岩静载和外来动载荷耦合作用下煤体动力学特征和破裂演化机制,对于深部煤层的动力灾害防控和高效开采具有重要意义。
随着煤炭开采深度逐年递增,各类扰动因素对于冲击地压的发生具有显著影响。SHPB作为煤岩动力学研究的基础试验设备[6],前人基于该试验技术手段已取得了丰硕研究成果:李夕兵等[7]首次提出岩石动静组合加载理论,为深部煤岩力学研究探索出新思路;宫凤强等[8]通过开展一维动静组合加载砂岩动力学特性试验,揭示了高应力下深部岩石开挖扰动、岩爆发生和诱导致裂的相互转化机制,有效促进了深部岩石力学的工程认识;唐礼忠等[9]在高静载条件下施加冲击扰动分析蛇纹岩动力学特性,进一步明晰高地应力和动力冲击下深部岩体的破坏机制;刘少虹等[10]将岩石动静组合加载试验理念应用到深部煤层动力灾害研究中,分析一维动静加载下煤岩组合系统的破坏判据,厘清了煤岩体结构失稳与动静载荷之间的相互作用;潘俊锋等[11]开展了不同动静载组合作用下煤样动力破坏特性研究,发现煤样动力失稳难易程度与静载荷间存在临界值,总结探讨了煤岩动力破坏过程中的载荷响应规律;杨英明等[12]对动静组合加载下的煤体损伤机制及力学响应特征进行定性研究,初步探讨了深部煤体扰动冲击破坏孕育过程。窦林名等[13]提出了通过降低煤岩体中的静载荷和矿震诱发的动载荷、提高诱冲临界应力等手段来控制冲击地压的发生,从灾害诱发机理出发为煤岩动力灾害提供防治手段。
煤岩动力灾害发生的原动力为能量积聚耗散,有必要从能量储存、耗散和释放动能的角度去考虑煤岩受力全过程[14-15]。殷志强等[16]针对动静组合加载试验的能量转移特点,提出了一种表征岩爆倾向性新指标;邓志刚等[17]考虑动静载作用分析能量传播形式,综合评价了采动应力场的冲击危险性;赵华涛等[18]利用动静组合加载系统分析圆柱孔洞花岗岩力学性能,从能量耗散角度揭示了其变形损伤机制;任志伟等[19]对煤样进行动静组合加载,研究了不同静载和动载对煤样的动力学特性及能量演化规律影响,发现其破坏模式与能量耗散受静载和动载共同影响;WANG等[20]在耦合荷载作用下研究煤样破坏机理和能量演化机制,明确了较高冲击速度和轴向静载是煤样更易破裂失稳的重要因素。研究证实,煤岩动力灾害发生实质是从微观力学损伤到宏观破裂失稳的能量耗散过程[21],煤体损伤与力学性质劣化从微观上视为孔隙结构连通扩展的结果[22]。因此,进一步开展动静组合加载下煤样动力学特征与能量耗散规律研究,分析煤岩破裂形态和孔隙结构特征对揭示深部煤岩结构的动力失稳和灾害防控具有重要实践意义。
鉴于此,笔者基于霍普金森压杆试验系统,开展一维冲击载荷、冲击载荷与轴向静载耦合冲击动力学试验,研究煤体的动态力学特征与冲击速度和轴向静载的关系,分析冲击破坏后的破碎形态和孔隙结构特征,从微孔隙发育至宏观破裂失稳双尺度验证动力学特性和能量耗散规律,解释宏观破裂失稳的本质特征,研究成果对于目前深部矿井动力灾害有效治理可提供一定理论依据。
1. 试验准备与方案
1.1 试验系统
冲击试验采用改进式霍普金森压杆(SHPB)试验系统,如图1所示。该系统主要由气动发射装置、红外测速子系统、超动态应变采集子系统、冲击载荷加载子系统、轴向静载加载子系统等部分组成,压杆主体部分由入射杆、透射杆和撞击杆(子弹)组成。冲击载荷通过气动发射装置推动子弹撞击入射杆来实现加载;轴向静载加载子系统通过固定入射杆,推动透射杆施加静载夹紧煤样实现加载。
入射杆和透射杆的直径均为50 mm,材质为40 Cr合金钢,密度7 800 kg/m3,长度分别为2 000 mm和1 500 mm,弹性模量为210 GPa,纵波传播速度为5 190 m/s;数据的采集和处理系统通过贴在入射杆和透射杆中间的应变片采集因撞击而产生的脉冲信号,实现信号处理与呈现。
1.2 试验测试原理
1.2.1 SHPB测试原理
冲击载荷作用SHPB试验系统原理建立在一维应力假定和均匀化假定基础之上,试验过程中,超动态应变采集系统对应变片产生的电信号进行采集和处理,进一步分离得到入射波、反射波和透射波的波形,根据一维应力波理论,得出试样的应力$ \sigma \left(t\right) $、应变$ \varepsilon \left(t\right) $,平均应变率$ \dot{\varepsilon }\left(t\right) $如下[23]:
$$ \sigma \left( t \right) = \frac{A}{{{A_0}}}E{\varepsilon _{\text{T}}}\left( t \right) $$ (1) $$ \varepsilon \left( t \right) = \frac{{2C}}{{{L_0}}}\int_0^t {{\varepsilon _{\text{R}}}\left( t \right)} {\text{ d}}t $$ (2) $$ \dot \varepsilon \left( t \right) = \frac{{2C}}{L}{\varepsilon _{\text{R}}}\left( t \right) $$ (3) 式中:A为弹性杆横截面积,m2;A0为试样横截面积,m2;E为弹性杆的弹性模量,取210 GPa;C为应力波在弹性杆中的传播速度,取
5100 m/s;L0为试样长度,m;t为应力波脉冲持续时间,s;$ {\varepsilon }_{\mathrm{T}}\left(t\right) $为透射应变;$ {\varepsilon }_{\mathrm{R}}\left(t\right) $为反射应变。1.2.2 NMR测试原理
采用核磁共振(NMR)试验研究冲击载荷作用后煤样孔隙结构特征,通常可用横向弛豫时间T2进行测试表征。笔者基于测试煤样T2谱图,对饱水条件下的试样孔隙结构进行孔径划分:T2值小于2.5 ms时表征微孔,T2值介于2.5~100 ms范围之间表征中孔,T2值大于100 ms表征大孔。
利用T2图谱分析煤岩孔隙与裂隙的原理可由式(4)表示[24-26]:
$$ \frac{{\text{1}}}{{{T_2}}} = {F_{\text{s}}}\left( {\frac{{{\rho _2}}}{{{r_{\text{c}}}}}} \right) $$ (4) 式中:$ {F}_{\mathrm{s}} $为孔隙形状因子,当孔隙结构为柱状模型时$ {F}_{\mathrm{s}} $=2,球状模型时$ {F}_{\mathrm{s}} $=3;$ {r}_{\mathrm{c}} $为煤样孔径;$ {\rho }_{2} $为表面横向弛豫率,mm/s。
1.3 试样制备及试验方案
进行一维冲击载荷试验时,长径比为0.4~1.0煤样试验结果最能反应出材料真实性质;而对于冲击载荷耦合轴向静载的试验,研究认为长径比一般选用0.6~1.0最优。因此试验依据国际岩石力学学会(ISRM)标准,采集大块原煤通过钻石机、锯石机、磨石机和磨床加工后,结合试验设备要求,制成ø50 mm×50 mm的圆柱形煤样,符合动力学测试条件。制成的煤样两端不平整度小于0.05 mm,加工好的部分煤样如图2所示,测得煤样的平均单轴抗压强度为19.76 MPa。试验中采用控制变量法设计试验方案,共分为2组,试验方案及基本物理参数见表1。
表 1 试验方案及基本物理参数Table 1. Test plan and basic physical parameters煤样序号 密度/
(kg·m−3)轴向静载/
MPa冲击速度/
(m·s−1)应变率/
s−11 1 333.67 0 4.02 39.61 2 1 381.63 0 4.53 43.23 3 1 356.12 0 5.05 78.96 4 1 408.16 0 5.54 82.76 5 1 230.61 0 5.98 87.07 6 1 345.62 2 5.54 72.40 7 1 334.23 5 5.54 76.06 8 1 379.52 8 5.54 53.89 9 1 367.08 11 5.54 44.50 10 1 312.41 14 5.54 31.05 2. 冲击作用动力学特征分析
2.1 动态应力平衡验证
依据SHPB试验系统的假设前提,煤样的两端在出现损伤特征之前达到应力平衡。研究证实试样破坏前的应力平衡是保证试验结果可靠性的关键因素[27]。
图3为冲击载荷与轴向静载耦合作用下的应力平衡曲线,可以看出入射应力和反射应力之和与透射应力近似相等,表明在试验过程中试样基本处于应力平衡状态,并满足一维应力波假设和均匀性假设,进一步验证了试验采集数据的准确性和有效性。
2.2 应力应变曲线
应力应变曲线可表征冲击载荷作用试样的动态力学响应行为,一定程度上可反映其力学性质。不同加载条件下煤样的动态应力应变曲线如图4所示,从图4a可知,与静力学单轴压缩应力应变曲线相比,由于冲击载荷作用时间较短,所以应力应变曲线几乎没有压密阶段,而是直接进入线弹性阶段。即冲击载荷下煤样的破坏过程大致可分为3个阶段:弹性阶段、弹塑性阶段和塑性软化阶段。在线弹性阶段内,应变处于较小的范围内变化,而应力快速增加;当应力值达到峰值强度的80%左右时,曲线上升趋势减缓,煤样内部产生微裂隙,进入弹塑性阶段;当应力达到峰值后,煤样进入塑性软化阶段,内部裂隙进一步扩展贯通,直至煤样发生破裂失稳。
从图4b可发现,冲击载荷与轴向静载耦合作用下曲线整体也没有压密阶段,冲击载荷作用开始,煤样就进入了线弹性阶段;煤样在5.54 m/s冲击速度下,随着应变的增大,应力增大趋势减缓,且随着轴向静载的增大,曲线减缓趋势愈加明显。在轴向静载与冲击载荷耦合作用下,煤样动态弹性模量逐渐增大,储能极限得到有效提升。
2.3 峰值强度特征
煤样的峰值强度与不同加载方式的关系如图5所示,由图5a可知,冲击载荷作用下,煤样峰值强度随应变率增大呈线性增加的趋势,拟合相关系数为0.97;应变率从39.61 s−1增加到87.07 s−1,峰值强度增幅为53.02%。如图5b所示,在相同速度的冲击载荷作用下,煤样的峰值强度随着轴向静载增加也呈线性增长趋势,拟合相关系数为0.95;轴向静载由2 MPa增加到14 MPa时,煤样峰值强度增幅为41.77%。冲击载荷作用前,对煤样预先施加轴向静载,煤样内部的微裂隙得以压实,增强了煤样的完整性。因此在冲击载荷和轴向静载耦合作用下,随着轴向静载的增大,煤样峰值强度进一步增大,而这也与目前的研究结论一致[8]。
2.4 峰值应变特征
为合理表征煤样的动态变形特征,笔者将煤样峰值强度对应的应变值作为峰值应变,图6表示煤样的峰值应变在不同加载方式下的变化规律。由图6a可知,峰值应变与应变率呈线性增大的趋势,相关性拟合度为0.95。当应变率由39.61 s−1增加到87.07 s−1,煤样峰值应变同比增加40.75%。和峰值强度与应变率的关系类似,冲击载荷加强了煤样的峰值应变,而冲击载荷携带的能量随应变率的增加而增大,煤样破裂失稳卸载方向的变形能力增强,因此冲击载荷的增大会显著提升煤样的破裂程度。
由图6b可知,在冲击载荷与轴向静载耦合作用下,煤样的峰值应变与轴向静载呈线性减小趋势,相关性拟合度为0.97。冲击速度为5.54 m/s的条件下,轴向静载由2 MPa增大到14 MPa,峰值应变同比减小32.35%。轴向静载在煤样受到冲击载荷前已经产生作用,受端部效应影响产生应力集中,煤样内部的微裂纹不断扩展,形成平行于轴向的裂缝,随轴向静载的不断增大向内扩展,形成潜在的破裂面。在此条件下施加与轴向平行的冲击载荷,会加剧煤样内部的微裂纹扩展贯通产生更多损伤,但煤样还具有一定的承载能力,只有当轴向静载大于残余抗压强度时,才会产生破裂失稳现象。当井下采掘作业临近工作面时,煤层应力状态逐渐演变为一维受力[28],可采取相应措施改善采动应力环境,从而削减冲击载荷与轴向静载耦合作用下的煤层破坏。
3. 煤样破裂形态特征
3.1 煤样破裂模式
煤岩宏观破裂失稳的过程为内部微孔隙受载扩展、贯通、诱发整体失稳[29],研究冲击载荷扰动下的煤样破裂形态对分析煤岩破裂失稳现象具有指导意义。如图7所示,随着应变率的增大,煤样的破碎程度愈加显著。对冲击破裂碎块进行筛分,将其分为<1.43 mm、1.43~2 mm、2~3 mm、3~5 mm、5~10 mm、>10 mm共6组粒径并进行统计称量,表2给出了部分不同应变率下煤样破裂碎块质量分布,随着应变率的增大,煤样破裂后大块度数量逐渐减小,小块粒度占比不断增多。当较大能量作用于试样时,煤样内部产生的微裂隙数量增多,在冲击过程中,微裂隙扩展、贯通并最终导致煤样发生破裂后较大粒径质量减少,小粒径质量增加。
表 2 不同应变率下煤样破裂碎块质量分布Table 2. Mass distribution of coal samples fracture fragments under different strain rates应变
率/s−1颗粒煤筛孔间碎块质量/g <1.43 mm 1.43~2 mm 2~3 mm 3~5 mm 5~10 mm >10 mm 43.23 1.23 2.34 4.66 7.16 14.33 96.16 78.96 1.79 2.93 3.95 8.79 17.51 90.91 82.76 2.70 5.23 6.72 12.99 26.16 72.08 87.07 3.95 6.77 10.63 14.78 36.35 53.40 由图8可知,随着轴向静载增大,煤样破裂程度不断减小。由于煤体破裂碎块尺度超过粒径筛分统计值,通过分析试样破裂形态来描述冲击载荷与轴向静载耦合作用过程。在冲击速度为5.54 m/s水平下,当轴向静载为2 MPa时,在冲击载荷的作用下,煤样发生完整性的破裂,冲击后呈细小的碎块,如图8a所示;当轴向静载增大到5 MPa时,煤样并未发生完整性破裂,冲击后煤样分为两大块,且破裂后碎块数量明显减少;随着轴向静载进一步增大到11 MPa时,煤样完整性与5 MPa轴向静载时相比更加明显;当轴向静载增加到14 MPa时,此时煤样破坏的碎块质量最少,且煤样的完整性最显著。
3.2 耦合作用孔隙特征
图9为冲击载荷作用后,不同轴向静载条件下的煤样T2图谱,冲击载荷与轴向静载耦合作用下煤样的T2图谱第一峰信号较为明显,第一峰信号和第二峰信号交汇在一起,说明在冲击载荷与轴向静载耦合下,煤样内部各孔径之间连通性发育较好。随着轴向静载的增大,第一峰信号对应的T2值不断增大,且波峰面积不断扩大,表明预先施加轴向静载后,在冲击载荷的作用下煤样内部的新生裂隙随着轴向静载的增大而增多。
煤样的微孔、中孔T2信号强度均随着轴向静载的增加呈增大趋势,而大孔的变化趋势不明显。相较于2 MPa下的煤样T2信号强度,当轴向静载增加至14 MPa时,全孔T2谱面积增大了26 565.63,增长率为281.26%。冲击载荷与轴向静载耦合作用下,微孔存在向中孔扩展和新的萌生2种状态,随着轴向静载的增大,相比于微孔向中孔扩展,微孔萌生逐渐占据主导地位。
结合煤样破裂形态,在冲击载荷与轴向静载耦合作用下,轴向静载抑制垂直于轴向的裂隙扩张,并压缩煤样内部原有的裂隙,甚至压缩至闭合状态。平行于轴向的微裂隙在轴向静载的作用下端部产生应力集中效应,增加了煤样沿轴向开裂的趋势,但并未产生较好的扩张效果(图10),这与微孔萌生在冲击载荷与轴向静载耦合条件下占据主导地位的结论相一致。
4. 讨 论
4.1 能量耗散分析
煤岩动力灾害是处于高应力场中的煤体结构由单一受载向动态破坏转化的动力显现过程,其变形破坏的本质是能量驱动下的煤体结构失稳,裂隙的孕育、扩展、贯通直至失稳都伴随着大量的能量集聚、耗散与转化[30]。通过研究煤体在冲击载荷扰动过程中的耗能变化规律,可更直观地反映煤体破裂失稳进程。
根据能量守恒定律,SHPB试验中应力波携带的能量有入射能WI、反射能WR、透射能WT,其计算公式[31]如下:
$$ W_{i}=AEC{\displaystyle {\int }_{ 0}^{t}{{\displaystyle \varepsilon }}_{{i}}^{2}}\left(t\right)\text{d}{t} $$ (5) 式中:i代表I、R、T;$ {\varepsilon }_{\mathrm{I}}\left(t\right) $为t时刻压杆上对应的入射应变。
为减少弹性杆与煤样间因摩擦损失的能量,在冲击试验前煤样的两端面均涂抹润滑剂。煤样破碎的动能和其他耗散能可忽略不计,则煤样破碎耗散能为入射能减去反射能和透射能之和,即
$$ W_{\text{S}} = W_{\text{I}} - (W_{\text{R}} + W_{\text{T}}) $$ (6) 为了研究不同冲击作用下煤样能量耗散能力的强弱,定义破碎耗散能与入射能之比为能量耗散率N,即
$$ N = \frac{{W_{\text{S}}}}{{W_{\text{I}}}} \times 100\% $$ (7) 煤样破碎过程中的能量耗散与试样体积紧密相关,单位体积的能量耗散密度由破碎耗散能与煤样体积V的比值决定,即
$$ {w_{\text{d}}} = \frac{{W_{\text{S}}}}{V} $$ (8) 入射能、反射能、透射能、破碎耗散能、能量耗散率和能量耗散密度是表征煤样破碎过程中能量演化的重要参数,根据式(5)—(8)可计算出煤样在不同加载条件下的能量分布结果。
图11为不同加载方式下的入射能、反射能、透射能随冲击速度和轴向静载的变化规律,从图11a可得出,随着冲击速度的提高,应力波携带的能量均呈增加趋势,入射能从58.19 J增加到200.01 J,反射能从17.27 J增至91.74 J,透射能从2.63 J增大到8.26 J,增幅分别为2.95、4.31和2.14倍。由图11b可知,在冲击载荷与轴向静载耦合作用下,由于耦合加载中冲击载荷相同,随着轴向静载的增大,入射能基本保持稳定在120 J左右,反射能呈现降低趋势,而透射能不断增加。在保持冲击载荷恒定而轴向静载不断增大的耦合作用下,煤样内部产生压缩变形,弹性变形过程需吸收能量维持平衡。随着轴向静载的不断增大,煤样吸收能量增加,作用在煤体内部的能量逐渐增多,导致反射能量不断减小。
图12为不同加载方式下煤样耗散能和能量耗散率随冲击速度和轴向静载的变化规律,从图12a可得,随着冲击速度的增大,结合破裂形态特征,煤样破碎耗散能不断增大。能量耗散率随冲击速度的增大整体呈降低趋势,究其原因,认为当冲击速度不断增大时,试样已经完全破裂,试样的入射能增加速率大于破碎耗散能增加速率,导致能量耗散率的减小。
由图12b可知,试样的破碎耗散能和能量耗散率都随轴向静载的增大而增大;当轴向静载为11 MPa时,试样的破碎耗散能为85.15 J;当轴向静载为14 MPa时,试样的破碎耗散能为85.27 J。在轴向静载从11 MPa增至14 MPa这一阶段内,破碎耗散能增加趋势放缓,当轴向静载进一步增加时,可能会发生破裂失稳现象。轴向静载持续增大,试样的破碎耗散能增加速率大于入射能增加速率,导致能量耗散率随之增加。
图13为不同加载方式下的能量耗散密度随冲击速度和轴向静载的变化规律。从图13a可以看出,试样的能量耗散密度随冲击速度的增大先缓慢增加后快速增加,呈指数型关系,拟合相关系数高达0.99。试样的破碎小颗粒随冲击速度的增大而增加,而能量耗散率相对减小,能量耗散密度必然会在冲击阶段后期迅速增大。当冲击速度从4.0 m/s增加到5.05 m/s时,能量耗散密度增长15.38%;冲击速度增加至5.98 m/s时,较5.05 m/s能量耗散密度提升1.27倍。
由图13b可知,试样能量耗散密度随着轴向静载增大呈线性关系增加,拟合相关系数为0.92。煤样在轴向静载与冲击载荷耦合作用下被压缩产生变形,内部会储存一定的弹性能。当轴向静载较小时,试样内部积聚的弹性能远达不到煤岩破碎所需能量值。随轴向静载逐渐增大,煤样单位体积能量耗散密度持续增加,吸收能量更多作用于内部微孔隙变形扩张。当轴向静载由11 MPa增至14 MPa时,能量耗散密度趋于稳定,煤体内部弹性能临近破碎失稳耗散所需能量。
4.2 破裂失稳机制
冲击载荷作用煤体诱发破裂失稳可看作是波动力学过程,主要为应力波在煤岩介质中的传播和扰动。应力波的传播和煤样孔隙的衍生息息相关,其发育情况直接影响动力失稳形态。研究发现,试验煤样的力学特征、破裂形态及能量耗散在不同加载条件下呈现不同的变化趋势,冲击载荷和轴向静载对煤样破裂失稳影响机制如图14所示。
图14a为一维冲击载荷、冲击载荷与轴向静载耦合作用下煤样的受载示意,煤作为一种具有多孔介质特性的非连续介质,其内部晶体间包含较多原生裂隙和微孔。裂隙扩展和贯通是煤体产生破裂的直接原因,冲击载荷以应力波的形式在煤样中传播,煤岩受载后能量主要用于裂隙孕育。不同加载方式下煤样冲击破裂图像经MATLAB软件二值化处理后得到,二值化之后图像由黑白2种颜色构成,其中黑色区域表示为煤体,白色区域表示为孔裂隙结构,如图14b和图14c所示。
随着冲击速度的增大,应力波在试样内部传播次数增加,作用于煤体的能量随之提高,进而在试样内部多次形成拉伸波,损伤煤样的耗散能逐渐增大,造成微孔和原生裂隙的末端会形成应力集中区,当应力集聚达到断裂韧性时,次生裂隙开始衍生,次生裂隙相互连接促使宏观贯通裂纹的形成,直至产生宏观破碎裂纹如图14b所示。煤体的破裂程度和耗散能量均随一维冲击载荷的提升逐渐增大,且由于冲击载荷作用具有瞬时性,煤样中的微孔可能未产生变形前就已出现破裂失稳现象。
在冲击载荷与轴向静载耦合条件下,煤样受到冲击后会沿轴向产生压缩形变,内部微孔结构不断发育,原生裂隙不断向内部扩展产生滑移,形成潜在的破裂面,如图14c所示。相同冲击载荷下,其入射能量基本一定,其内部损伤裂隙会随轴向静载的增大而不断扩展,更多的耗散能被用于轴向裂隙扩张。冲击动载荷与轴向静载荷耦合叠加,会进一步加剧裂隙扩展,直至轴向静载增加至临界值时,潜在破裂面上的耗散能达到极值,微孔和裂隙会沿着潜在破裂面贯通,最终形成宏观破裂面,发生破裂失稳现象。
5. 结 论
1) 一维冲击载荷、冲击载荷与轴向静载耦合条件下煤样应力−应变曲线基本相似,冲击动载瞬时扰动导致压密阶段几乎没有,而是直接进入线弹性阶段;随后依次进入塑性阶段和塑性软化阶段。
2) 煤样峰值强度、峰值应变均随着应变率的增加而增大;煤样破裂程度随着应变率的增加不断加剧,破碎粒度逐渐减小。轴向静载增强了煤样峰值强度,峰值应变与轴向静载呈线性减小趋势。在冲击载荷与轴向静载耦合作用下,内部微孔不断发育,裂隙沿轴向扩张趋势增加。
3) 随着冲击速度的增大,入射能、反射能、透射能、破碎耗散能均呈现不同程度的增加趋势,能量耗散率相对减小,能量耗散密度呈指数型增加;保持冲击速度恒定,轴向静载逐渐增加,煤样的入射能稳定在120 J左右,反射能量呈减低趋势,透射能、破碎耗散能、能量耗散率均不断增加,能量耗散密度随轴向静载增加呈线性关系增大。
4) 孔隙萌生、扩展和贯通诱导煤体产生破裂失稳,轴向静载作用初期更多耗散能被用于内部微孔发育和裂隙扩张,随轴向静载的增大,裂隙不断扩展、滑移衍生出更多潜在破裂面;冲击载荷瞬时扰动下会诱导煤体形成宏观破裂面,产生大范围破裂失稳现象。
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图 10 不同预警指标阈值下破裂贯通可能性指数(${R_{{F_{{{{\rm{sum}}}}}}}}$)、微震频次($ {R_F}_{_{{\rm{req}}}}$)和微震能级($ {R_M}_{_{\rm{L}}} $)的高能微震事件预警准确率与召回率
Figure 10. Precision and recall of seismic fracture coalescence probability index ($ {R_{{F_{{{{\rm{sum}}}}}}}} $), events frequency ($ {R_F}_{_{{\rm{req}}}} $) and seismic magnitude ($ {R_M}_{_{\rm{L}}} $) under different pre-warning thresholds
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